黃林杰 曾 濱 周 臻 張文清 桑晨旭 張靜茹

(1.南京林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210037；2.中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088；3.東南大學(xué),混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

隨著韌性城市建設(shè)在全球范圍內(nèi)的興起，結(jié)構(gòu)可恢復(fù)性成為了國(guó)際地震工程界的關(guān)注熱點(diǎn)[1]。相應(yīng)地，為使結(jié)構(gòu)具備在地震作用下可以快速恢復(fù)預(yù)定使用功能的能力，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者提出了結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的新概念，即可恢復(fù)功能防震結(jié)構(gòu)[1]。因此，研究可恢復(fù)功能的抗震韌性結(jié)構(gòu)是實(shí)現(xiàn)韌性城市的必然趨勢(shì)。

在可恢復(fù)功能設(shè)計(jì)中，控制結(jié)構(gòu)殘余變形和結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷是關(guān)鍵所在。美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)研究院與日本聯(lián)合開展的預(yù)制結(jié)構(gòu)抗震體系采用的干式混合連接的框架體系中，預(yù)應(yīng)力技術(shù)能夠有效控制結(jié)構(gòu)殘余變形，節(jié)點(diǎn)耗能系統(tǒng)耗散能量的方法可顯著降低結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷[2]。這種框架由于具有較好的震后復(fù)位能力，也被稱為自復(fù)位預(yù)應(yīng)力混凝土(SCPC)框架，是現(xiàn)階段重要的可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)形式[2-3]。隨著高耗能技術(shù)的不斷改進(jìn)，SCPC框架的抗震性能得到了顯著提高，但隨著梁柱節(jié)點(diǎn)張開間隙激發(fā)耗能器啟動(dòng)后，結(jié)構(gòu)的剛度主要由預(yù)應(yīng)力筋控制而大幅降低[4-5]。有研究表明較大的剛度削弱會(huì)導(dǎo)致SCPC框架產(chǎn)生較明顯的高階模態(tài)效應(yīng)，形成薄弱層，局部(上部)樓層位移角較大，極大加劇了非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷，降低震后結(jié)構(gòu)的功能可恢復(fù)性[6-7]。

為解決罕遇地震下結(jié)構(gòu)剛度較低的問題，文獻(xiàn)[8]提出了一種基于平面-坡面摩擦構(gòu)造的變摩擦(VFD)耗能SCPC節(jié)點(diǎn)構(gòu)造。該節(jié)點(diǎn)構(gòu)造利用耗能器的坡面摩擦構(gòu)造提供結(jié)構(gòu)罕遇地震下的大剛度與高耗能能力，且通過試驗(yàn)證明了節(jié)點(diǎn)的三剛度、變摩擦旗幟形滯回特征。為研究VFD-SCPC框架的抗震性能，以一6層VFD-SCPC框架為原型，建立其有限元模型。以節(jié)點(diǎn)張開后剛度(第二剛度和第三剛度)為變量，進(jìn)行設(shè)防烈度和罕遇地震水平的抗震性能參數(shù)化分析，研究最大層間側(cè)移角及其沿樓層的變形模式，提出結(jié)構(gòu)高階模態(tài)效應(yīng)的控制方法。

1 變摩擦自復(fù)位混凝土框架

1.1 VFD-SCPC節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

VFD-SCPC節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1a所示，其中，耗能器由內(nèi)摩擦鋼板、帶坡面的中摩擦鋼板、帶坡面的外摩擦鋼板、新型非石棉有機(jī)物(NAO)摩擦片、墊板、碟形墊片和高強(qiáng)螺栓組成(圖1b)。NAO摩擦片嵌在內(nèi)摩擦鋼板上預(yù)留的長(zhǎng)槽內(nèi)，并通過摩擦型高強(qiáng)螺栓與摩擦鋼板擠壓在一起。NAO摩擦材料與中摩擦鋼板構(gòu)成的非金屬摩擦面可有效避免現(xiàn)有金屬摩擦面在正常使用階段發(fā)生的電化學(xué)腐蝕，從而提高結(jié)構(gòu)的耐久性；內(nèi)、外摩擦鋼板與墊板通過高強(qiáng)螺栓與梁可靠連接，中摩擦鋼板通過端部預(yù)埋板與柱固定。在地震作用下，梁柱發(fā)生相對(duì)變形，帶動(dòng)中摩擦鋼板與內(nèi)、外摩擦鋼板之間的相對(duì)滑動(dòng)。節(jié)點(diǎn)中引入的暗牛腿可提供足夠的豎向抗剪能力，并在施工階段為梁提供臨時(shí)擱置，提高結(jié)構(gòu)的裝配效率。耗能器的第一次啟動(dòng)為平面滑動(dòng)段(滑動(dòng)位移不超過L)(圖1c)，此時(shí)高強(qiáng)螺栓的預(yù)緊力恒定，因此摩擦力不變。當(dāng)中摩擦鋼板與外摩擦鋼板滑動(dòng)至坡面段(滑動(dòng)位移超過L)時(shí)，摩擦耗能器第二次啟動(dòng)。由于坡面的存在，中摩擦鋼板與外摩擦鋼板的距離會(huì)不斷增大并壓縮碟形墊片，使摩擦面法向正壓力不斷增加，進(jìn)而增大摩擦力，使摩擦耗能器具有了二次剛度(圖1d)，形成節(jié)點(diǎn)的第三剛度。設(shè)計(jì)過程中，可通過調(diào)整平面段長(zhǎng)度L和坡面段角度α，有效控制耗能器的二次啟動(dòng)位移和第三剛度，從而提升結(jié)構(gòu)在罕遇地震下的可恢復(fù)性能。耗能器兩階段的摩擦力如式(1)所示：

Fslip,f=2(μM-I+μM-E)Fpc

(1a)

Fslip,s=2(2KCBSΔtanα+Fpc)·

(1b)

式中:Fslip，f和Fslip，s分別為平面滑動(dòng)段和坡面滑動(dòng)段的摩擦力;Fpc為施加在單個(gè)VFD上的螺栓預(yù)緊力;uM-I和uM-E分別為中摩擦鋼板-外摩擦鋼板和中摩擦鋼板-內(nèi)摩擦鋼板的摩擦系數(shù);KCBS為碟形墊片的剛度。

a—節(jié)點(diǎn)構(gòu)造；b—1—1截面;c—變摩擦機(jī)理;d—滯回曲線。FDC為消壓荷載；uDC為消壓位移；K1為第一剛度；K2為第二剛度；K3為第三剛度。圖1 VFD-SCPC節(jié)點(diǎn)構(gòu)造Fig.1 Details of VFD-SCPC joints

1.2 多層VFD-SCPC框架算例

為研究節(jié)點(diǎn)張開后剛度對(duì)VFD-SCPC框架動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，選取文獻(xiàn)[9]中的一原型結(jié)構(gòu)(圖2a)為分析算例。在該框架的兩個(gè)方向各布置兩榀6層4跨的VFD-SCPC框架作為抗側(cè)框架，忽略其他框架的抗側(cè)貢獻(xiàn)，認(rèn)為在地震作用下結(jié)構(gòu)的抗震能力主要由VFD-SCPC框架提供。結(jié)構(gòu)的底層和其他層層高分別為4.2 m和3.6 m。根據(jù)耗能器的兩階段工作機(jī)理，文獻(xiàn)[10]提出了VFD-SCPC框架基于性能的抗震設(shè)計(jì)方法，對(duì)結(jié)構(gòu)的設(shè)防地震和罕遇地震水平分別進(jìn)行設(shè)計(jì)，即：結(jié)構(gòu)遭遇本地區(qū)設(shè)防烈度相當(dāng)?shù)牡卣穑畲髮娱g側(cè)移角不超過1.0%，且梁柱均處于彈性變形；結(jié)構(gòu)遭遇罕遇地震相當(dāng)?shù)牡卣?，最大層間側(cè)移角不超過2.0%，允許梁柱發(fā)生輕微損傷，但需保證預(yù)應(yīng)力筋不發(fā)生屈服以實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的震后可恢復(fù)性能。梁柱中的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，受力鋼筋等級(jí)為HRB335，預(yù)應(yīng)力筋的屈服強(qiáng)度為1 675 MPa。結(jié)構(gòu)的重力荷載代表值G=45 360 kN，對(duì)應(yīng)的層剪力沿樓層分布模式如圖2b所示，梁柱的設(shè)計(jì)信息如表1所示(為便于下文研究，具有表1設(shè)計(jì)信息的結(jié)構(gòu)記作F-B)。頂層與其他樓層的恒荷載標(biāo)準(zhǔn)值分別為6.5,4.5 kN/m2，活荷載的標(biāo)準(zhǔn)值均為2.0 kN/m2。由圖1可知，與現(xiàn)有SCPC框架不同，VFD-SCPC框架在節(jié)點(diǎn)張開后具有K2和K3兩級(jí)剛度。由文獻(xiàn)[8]可知:K2主要由預(yù)應(yīng)力筋的數(shù)目和預(yù)應(yīng)力筋與梁形心的距離決定，所以可通過兩種方式改變K2：1)分別增加兩個(gè)框架中預(yù)應(yīng)力筋的剛度至F-B的2倍，記作F-PT2；2)保持預(yù)應(yīng)力筋的總面積不變，將預(yù)應(yīng)力筋對(duì)稱布置在距離梁中心位置的±1/4梁高處，記作F-PH1/4。分別將K3降低和增加30%(分別為F-B的0.7倍和1.3倍)，分別記作F-0.7K3，F(xiàn)-1.3K3以分析K3對(duì)VFD-SCPC框架抗震性能的影響。

a—平面布置;b—抗彎框架。圖2 VFD-SCPC原型結(jié)構(gòu) mFig.2 Prototypes of frames with VFD-SCPC

表1 F-B設(shè)計(jì)信息Table 1 Design information of F-B

1.3 多層VFD-SCPC框架有限元分析模型

采用OpenSees有限元軟件建立VFD-SCPC框架的有限元模型，VFD-SCPC節(jié)點(diǎn)的建模方法如圖3所示。

a—梁柱節(jié)點(diǎn);b—簡(jiǎn)化單元;c—變摩擦行為的模擬。圖3 基于OpenSees有限元分析平臺(tái)的VFD-SCPC節(jié)點(diǎn)數(shù)值建模方法Fig.3 A modelling method of beam-column joints with VFD-SCPC based on OpenSees

梁和柱均采用基于纖維截面的非線性梁柱單元模擬，以獲得單元的分布塑性。混凝土纖維和鋼筋纖維分別采用可考慮混凝土受拉的Uniaxial Kent-Park(Concrete 02)本構(gòu)模型和可考慮鋼筋強(qiáng)化特性的Menegotto-Pinto (Steel 02)本構(gòu)模型。預(yù)應(yīng)力筋單元采用桁架單元模擬，且賦予桁架單元具有初始預(yù)應(yīng)力的Steel 02本構(gòu)材料。頂部梁-柱接觸面及底部柱-暗牛腿的接觸面分別由一對(duì)剛臂模擬，且在上下兩個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)中心分別用一嵌套了彈性無受拉(ENT)材料的零長(zhǎng)度接觸單元模擬節(jié)點(diǎn)處只壓不拉的張開閉合行為。由于暗牛腿提供了節(jié)點(diǎn)的可靠抗剪機(jī)制，所以假定牛腿-梁接觸部位在y方向耦合，無相對(duì)豎向位移。在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)用賦予雙線性彈塑性本構(gòu)關(guān)系的零長(zhǎng)度轉(zhuǎn)動(dòng)單元模擬剪切變形，摩擦單元由圖3a所示的零長(zhǎng)度截面單元模擬。為實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的變摩擦、三剛度特性，賦予零長(zhǎng)度截面單元滯后材料模型如圖3c所示。

2 VFD-SCPC框架結(jié)構(gòu)的動(dòng)力分析

2.1 地震動(dòng)輸入

充分結(jié)合場(chǎng)地特征與ATC 63[11]關(guān)于地震波的選取原則，選擇12條地震波作為結(jié)構(gòu)分析的動(dòng)力輸入(圖4a)。調(diào)整12條地震波，使其在結(jié)構(gòu)基本周期T1=0.91 s處的平均譜加速度Sa(T1,5%)分別與設(shè)防烈度和罕遇地震對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)譜加速度相等(圖4b)，將調(diào)整后的地震波輸入結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力分析。

a—地震動(dòng)譜;b—調(diào)整至目標(biāo)設(shè)計(jì)譜。圖4 動(dòng)力分析所用地震波Fig.4 Earthquake waves used for nonlinear dynamic analysis

2.2 第二剛度對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響

圖5為設(shè)防烈度和罕遇地震水平F-B、F-PT2及F-PH1/4的最大層間側(cè)移角及其沿樓層的分布規(guī)律，表2也給出了12條地震波激勵(lì)下各模型層間側(cè)移角的平均值。由圖5可見:在經(jīng)歷相同強(qiáng)度的地震時(shí)，相對(duì)于F-B，F(xiàn)-PT2和F-PH1/4的層間側(cè)移角均呈現(xiàn)出不同程度的降低。這是由于提高預(yù)應(yīng)力筋剛度后，預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力在節(jié)點(diǎn)經(jīng)歷相同轉(zhuǎn)角時(shí)的增長(zhǎng)值顯著提升，極大提高了節(jié)點(diǎn)的抗彎能力。

圖5c給出了結(jié)構(gòu)層間側(cè)移角沿樓層的分布。在設(shè)防地震水平下，相對(duì)于F-B，F(xiàn)-PT2和F-PH1/4的層間側(cè)移角分別降低了3.85%至6.41%。而在罕遇地震水平、幾乎所有地震波作用下，相對(duì)于F-B，F(xiàn)-PT2和F-PH1/4的層間側(cè)移角均呈現(xiàn)了更加明顯的降低。但無論設(shè)防烈度還是罕遇地震水平下，層間側(cè)移角沿樓層分布模式并未發(fā)生改變。這說明增加節(jié)點(diǎn)的第二剛度可降低結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移角，在罕遇地震水平下的控制效果更加明顯，但結(jié)構(gòu)的高階模態(tài)效應(yīng)不能得到有效控制。

值得注意的是，相對(duì)F-PT2，F(xiàn)-PH1/4所需預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量更少，僅在F-B的基礎(chǔ)上改變了預(yù)應(yīng)力筋的布置位置，在經(jīng)濟(jì)投入較低的情況下亦較好控制了結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移角。因此，為控制結(jié)構(gòu)層間側(cè)移，建議在實(shí)際工程中可將SCPC框架的預(yù)應(yīng)力筋設(shè)置在梁的上下部位。

a—設(shè)防烈度;b—罕遇地震;c—層間側(cè)移角沿樓層分布。圖5 節(jié)點(diǎn)第二剛度對(duì)結(jié)構(gòu)層間側(cè)移角的影響Fig.5 Influence of the second stiffness of joints on the inter-story drift of buildings

2.3 第三剛度對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響

圖6比較了F-B、F-0.7K3和F-1.3K3在設(shè)防烈度和罕遇地震水平下的層間側(cè)移角及其沿樓層的分布模式。表2也給出了F-0.7K3與F-1.3K3相對(duì)于F-B的最大層間側(cè)移角變化率。

由圖6和表2可見：在設(shè)防烈度水平、部分地震波(第1、3、8條)的激勵(lì)下，F(xiàn)-B的最大層間側(cè)移角超過目標(biāo)位移限值1.0%，導(dǎo)致變摩擦耗能器進(jìn)入坡面摩擦滑動(dòng)階段，K3對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能產(chǎn)生一定的影響，如相對(duì)于F-B，F(xiàn)-0.7K3和F-1.3K3的最大層間側(cè)移角分別增加了5.13%和降低了3.85%。而對(duì)于其他地震波，3個(gè)模型的層間側(cè)移角基本相同，這是由于這些地震波激勵(lì)下，結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)主要由耗能器的平面滑動(dòng)段控制。整體而言，大多數(shù)地震激勵(lì)下，結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)主要受控于平面滑動(dòng)摩擦段，結(jié)構(gòu)層間側(cè)移沿樓層的分布模式仍未發(fā)生顯著改變。

表2 層間側(cè)移角的均值Table 2 Average of inter-story drift %

而在罕遇地震水平、大多數(shù)地震波作用下，節(jié)點(diǎn)處的變摩擦耗能器均進(jìn)入了坡面摩擦滑動(dòng)段，結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)主要受K3控制，所以，幾乎所有地震波激勵(lì)下，F(xiàn)-B、F-0.7K3和F-1.3K3的最大層間側(cè)移角均出現(xiàn)明顯差別。相對(duì)于F-B，F(xiàn)-0.7K3和F-1.3K3的層間側(cè)移角分別增加了13.42%和降低了12.75%。相對(duì)于F-B，F(xiàn)-1.3K3的層間側(cè)移角沿樓層分布模式呈現(xiàn)了明顯的差異，即上部樓層降低幅度明顯高于下部樓層，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的層間變形沿樓層分布更加均勻。這說明，增加第三剛度可有效提高節(jié)點(diǎn)張開后結(jié)構(gòu)的整體剛度，從而有效降低結(jié)構(gòu)在罕遇地震水平的高階模態(tài)效應(yīng)。

a—設(shè)防烈度;b—罕遇地震；c—層間側(cè)移角沿樓層分布。圖6 節(jié)點(diǎn)第三剛度對(duì)結(jié)構(gòu)層間側(cè)移角的影響Fig.6 Influence of the third stiffness of joints on the inter-story drift of buildings

由文獻(xiàn)[9]可知:自復(fù)位結(jié)構(gòu)在節(jié)點(diǎn)張開后的抗彎能力等于預(yù)應(yīng)力和摩擦力的彎矩貢獻(xiàn)之和。同時(shí)，為實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的復(fù)位，摩擦力的彎矩貢獻(xiàn)須小于預(yù)應(yīng)力的彎矩貢獻(xiàn)。由于坡面摩擦滑動(dòng)段會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的耗能能力貢獻(xiàn)提升，為實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的復(fù)位，耗能比βE須小于0.5。所以，分析得出結(jié)構(gòu)層間側(cè)移角最大樓層的所有變摩擦耗能器彎矩貢獻(xiàn)MVFD和該樓層的預(yù)應(yīng)力彎矩貢獻(xiàn)Mpt,通過式(2)所示的βE量化摩擦力和預(yù)應(yīng)力的彎矩貢獻(xiàn)。

(2)

圖7給出了設(shè)防地震烈度和罕遇地震水平變形最大樓層的彎矩貢獻(xiàn)比βE。當(dāng)結(jié)構(gòu)遭遇設(shè)防烈度相當(dāng)?shù)牡卣饡r(shí)，F(xiàn)-0.7K3、F-B、F-1.3K3的耗能比βE呈現(xiàn)輕微的增大，即第三剛度的提升對(duì)βE的影響較小。而在罕遇地震水平，由于大多數(shù)地震波激勵(lì)下，耗能器進(jìn)入了坡面摩擦滑動(dòng)段，摩擦力顯著提升，各模型的耗能比βE相對(duì)設(shè)防烈度明顯提高，且隨著第三剛度K3的增大，βE顯著提高。值得注意的是，所有模型的βE均未超過0.5，說明耗能器第三剛度的提高并未使摩擦力的彎矩貢獻(xiàn)超過預(yù)應(yīng)力的彎矩貢獻(xiàn)，即結(jié)構(gòu)可較好地實(shí)現(xiàn)罕遇地震下的復(fù)位。

圖7 耗能比Fig.7 Energy-dissipation ratios

定義地震作用下柱最大彎矩與彎矩設(shè)計(jì)值之比為柱標(biāo)準(zhǔn)化彎矩(M/MD)，統(tǒng)計(jì)得出罕遇地震水平所有地震波作用下柱標(biāo)準(zhǔn)化彎矩的平均值(M/MD)a，如圖8所示。在設(shè)防烈度水平下，柱內(nèi)彎矩均小于設(shè)計(jì)值，即結(jié)構(gòu)未發(fā)生破壞，滿足設(shè)防烈度的性能目標(biāo)。在罕遇地震水平下，F(xiàn)-1.3K3的(M/MD)a明顯小于F-B和F-1.3K3，說明增大第三剛度可有效降低結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷程度。而F-0.7K3的較大層間位移導(dǎo)致(M/MD)a在第4～6層均大于1，即柱發(fā)生了嚴(yán)重?fù)p傷，增加了結(jié)構(gòu)的修復(fù)難度，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)較難實(shí)現(xiàn)“大震可修”的性能目標(biāo)。

圖8 歸一化柱彎矩Fig.8 Moments of normalized columns

3 結(jié)束語

為解決自復(fù)位預(yù)應(yīng)力混凝土(SCPC)框架在梁柱節(jié)點(diǎn)張開后剛度不足的問題，提出一種具有第三剛度的變摩擦耗能SCPC節(jié)點(diǎn)構(gòu)造，降低結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移。選擇我國(guó)8度設(shè)防地區(qū)的一VFD-SCPC框架為分析算例，利用OpenSees分析軟件建立其有限元模型，分析設(shè)防烈度和罕遇地震水平下，節(jié)點(diǎn)張開后剛度(第二剛度和第三剛度)對(duì)VFD-SCPC框架抗震性能的影響，主要結(jié)論如下：

1)增加VFD-SCPC節(jié)點(diǎn)的第二剛度可降低結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移，尤其罕遇地震水平下的控制效果更加明顯，對(duì)于結(jié)構(gòu)層間側(cè)移的降低更為明顯，但無論設(shè)防烈度還是罕遇地震水平，層間側(cè)移角沿著樓層分布模式并未發(fā)生改變。

2)可通過增加預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量和改變預(yù)應(yīng)力筋位置的方法提升結(jié)構(gòu)第二剛度，從而降低地震下結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移角。但相對(duì)增加預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量的方法，改變預(yù)應(yīng)力筋位置的方法材料用量更少，在經(jīng)濟(jì)投入較低的情況下亦較好地控制了結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移角。因此，為控制結(jié)構(gòu)層間側(cè)移角，建議在實(shí)際SCPC框架中宜將預(yù)應(yīng)力筋設(shè)置在梁的上下部位。

3)增加節(jié)點(diǎn)的第三剛度，可明顯降低罕遇地震下結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移角，降低主體構(gòu)件內(nèi)力，對(duì)上部樓層的層間側(cè)移降低更為明顯，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的層間變形沿樓層分布更加均勻，從而有效降低結(jié)構(gòu)在罕遇地震水平的高階模態(tài)效應(yīng)。同時(shí)，通過合理的設(shè)計(jì)，耗能器第三剛度的提高并不會(huì)造成摩擦力的彎矩貢獻(xiàn)高于預(yù)應(yīng)力的彎矩貢獻(xiàn)，即結(jié)構(gòu)可以較好地實(shí)現(xiàn)震后復(fù)位。